軋制過程邊部線狀缺陷形成機(jī)理研究

張所全，焦四海， 丁建華，王金濤， 王國(guó)棟

(1.東北大學(xué) 軋制技術(shù)及連軋自動(dòng)化國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 沈陽 110819；2.寶山鋼鐵股份有限公司 研究院， 上海 201900)

在熱軋及厚板軋制過程中，往往會(huì)出現(xiàn)一種沿鋼板邊部軋向分布的缺陷，通常被稱邊部裂紋、邊部黑線、邊部線狀缺陷等。該缺陷主要分布在板材上下表面的兩側(cè)或單側(cè)距邊部一定距離以內(nèi)，對(duì)帶鋼而言，單側(cè)可能達(dá)到30 mm，鋼板上、下表面均可產(chǎn)生，上表面較為嚴(yán)重。缺陷形貌呈細(xì)線狀或條片狀，如圖1所示。由于該缺陷在后續(xù)軋制中會(huì)造成軋輥損傷，一般需要將具有該類缺陷的產(chǎn)品進(jìn)行切邊處理。對(duì)于寬度1 200 mm的帶鋼而言，如果兩側(cè)各切邊30 mm，則由此帶來5%的成材率損失，因此對(duì)鋼廠而言，消除該缺陷或者減小該缺陷距邊部的距離具有非常重要的經(jīng)濟(jì)意義。

圖1 邊部線狀缺陷的宏觀照片和微觀組織

國(guó)內(nèi)外鋼廠及研究機(jī)構(gòu)就該缺陷的形成和發(fā)展進(jìn)行了很多研究。線狀缺陷由軋制過程邊部皺褶在平輥軋制的寬展過程中發(fā)展轉(zhuǎn)移到鋼板上下表面而形成的觀點(diǎn)已基本被大家接受[1]。數(shù)值模擬和物理模擬的方法也被用來模擬缺陷在寬展過程中的演變特點(diǎn)。軋制規(guī)程的優(yōu)化、立輥和SP形狀的調(diào)整均有利于減小缺陷距鋼板邊部的距離[2-7]。然而，該缺陷的起源，即邊部皺褶產(chǎn)生的原因仍然沒有得到統(tǒng)一的認(rèn)識(shí)，板坯的邊部裂紋、鋼質(zhì)缺陷、邊角部溫降以及鋼種的高溫塑性均曾被解釋為邊部皺褶產(chǎn)生的原因[8-10]。如果能避免該邊部皺褶的產(chǎn)生，則后續(xù)生產(chǎn)時(shí)無需再考慮減小缺陷距離，可從根本上解決該問題。本研究旨在從鋼種兩相區(qū)變形抗力的角度解釋邊部線狀缺陷產(chǎn)生的機(jī)理，為調(diào)整成分和工藝，避免邊部缺陷的產(chǎn)生提供思路。

1 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)用料取自熱軋中間坯，試驗(yàn)鋼種的實(shí)際化學(xué)成分如表1所示。按試驗(yàn)要求將試樣加工成Ф 8 mm×12 mm的圓柱形壓縮試樣和Φ 10 mm×120 mm的拉伸試樣。

熱模擬試驗(yàn)在Thermecmastor-Z熱模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。在熱模擬壓縮試驗(yàn)中，試樣以10 ℃/s加熱到1 200 ℃，保溫120 s，又以5 ℃/s從1 200 ℃冷卻到壓縮溫度，保溫30 s，再以1 s-1變形速率給予60%的壓縮變形，最后快冷至室溫。試驗(yàn)方案如圖2 所示。共進(jìn)行11個(gè)變形溫度下的模擬變形試驗(yàn)。考慮到試驗(yàn)鋼種的相變溫度，為了在兩相區(qū)附近獲得更多的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，變形溫度設(shè)計(jì)為 1 050、1 000、975、950、925、900、875、850、825、800和750 ℃。

表1 試驗(yàn)鋼種的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)) %

圖2 熱模擬壓縮試驗(yàn)方案示意圖

在高溫拉伸試驗(yàn)中，試樣以10 ℃/s速率被加熱至1 200 ℃，保溫120 s，然后以5 ℃/s冷卻至拉伸溫度并保溫30 s，之后進(jìn)行拉伸變形直至斷裂，應(yīng)變速率為1 s-1。觀察其斷裂情況，試驗(yàn)方案如圖3 所示。拉伸變形溫度為1 050 、1 000 、975 、950 、925 、900 和850 ℃。

圖3 高溫拉伸試驗(yàn)方案示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果及討論

圖4為試驗(yàn)鋼種在1 s-1變形速率和60%的壓縮變形下不同變形溫度時(shí)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由圖4可見此類鋼種的屈服平臺(tái)不明顯，故在每個(gè)溫度下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線中選取變形量0.2時(shí)的應(yīng)力作為該溫度下的流變應(yīng)力，可以得到如圖5所示的流變應(yīng)力-變形溫度曲線。從圖5可以看出：當(dāng)變形溫度大于925 ℃時(shí)，隨著變形溫度的升高，流變應(yīng)力逐漸降低；當(dāng)變形溫度小于875 ℃時(shí)，流變應(yīng)力同樣隨著變形溫度的升高而降低；變形溫度在875～925 ℃時(shí)，流變應(yīng)力隨著變形溫度的升高反而升高，發(fā)生這種現(xiàn)象的主要原因在于試驗(yàn)鋼種在這個(gè)溫度下發(fā)生相變，而在同樣的變形溫度下，鐵素體的流變應(yīng)力小于奧氏體，所以在這個(gè)溫度范圍內(nèi)發(fā)生了流變應(yīng)力的突變[11]。

圖4 試驗(yàn)鋼種的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖5 試驗(yàn)鋼種的應(yīng)力-變形溫度曲線

圖6為試驗(yàn)鋼種高溫拉伸后斷裂試樣形貌。拉伸后照片顯示：在850 ℃拉伸時(shí)，試樣斷裂在試樣中部，該位置為試驗(yàn)設(shè)定拉伸溫度下試樣長(zhǎng)度方向上溫度最高位置，斷裂發(fā)生在此處說明該位置為變形抗力最小的部位。在850 ℃條件下，該鋼種已經(jīng)進(jìn)入鐵素體區(qū)，兩側(cè)往夾具方向的溫度呈梯度降低。由圖5可知：低于850 ℃后，溫度越低變形抗力越大，中心溫度850 ℃處變形抗力最小，兩側(cè)變形抗力隨著溫度的降低而增加，因此斷裂發(fā)生在試樣中部。

圖6 試驗(yàn)鋼種高溫拉伸后斷裂試樣形貌

在溫度為900、925、950和975 ℃拉伸時(shí)，試樣發(fā)生兩次頸縮，兩次頸縮均不在試樣最中心處，最終斷裂在其中一個(gè)頸縮處，說明在這4個(gè)變形溫度下，試樣上變形抗力最小的部位不在試樣中部，而是在接近試樣兩側(cè)低于設(shè)定溫度的部位。如果試樣在單相區(qū)變形，這與金屬隨變形溫度增加而變形抗力減小的規(guī)律不符合，因此在這個(gè)溫度下，變形金屬處在從奧氏體向鐵素體轉(zhuǎn)變的區(qū)域，斷裂處對(duì)應(yīng)變形抗力最小的位置。該現(xiàn)象和圖5的變形抗力情況吻合較好。

在1 000 和1 050 ℃拉伸時(shí)，試樣在靠近兩側(cè)處發(fā)生輕微頸縮，顯示在變形開始階段，變形抗力最小的位置為加熱段兩側(cè)而非試樣最中心，這個(gè)結(jié)論在圖5中可以得到驗(yàn)證。最終頸縮及斷裂發(fā)生在試樣中心處，可能與中心處試樣發(fā)生再結(jié)晶，比加工硬化態(tài)的加熱段兩端位置實(shí)際變形抗力更小有關(guān)。

在實(shí)際軋制過程中，板坯寬度方向溫度不均，尤其是板坯邊角部溫度過低。板坯變形時(shí)邊角部首先進(jìn)入兩相區(qū)，此時(shí)該位置變形抗力最小，導(dǎo)致軋制寬展時(shí)各個(gè)部分變形不均勻，邊角部首先發(fā)生了超過其他位置的金屬變形。在后續(xù)進(jìn)一步的軋制過程中，過多變形的金屬被壓扁，邊角部分發(fā)生皺褶并伴隨寬展過程轉(zhuǎn)移到鋼板的上、下表面，形成邊部線狀缺陷，如圖7所示。

圖7 鋼板邊部線狀缺陷形成示意圖

3 工業(yè)生產(chǎn)驗(yàn)證

由上述討論結(jié)果可見：鋼板邊部進(jìn)入兩相區(qū)軋制時(shí)，不均勻變形導(dǎo)致邊部線狀缺陷產(chǎn)生。如果調(diào)整軋制溫度，保證鋼板邊部也為奧氏體，則理論上可以避免邊部線狀缺陷的產(chǎn)生。為了驗(yàn)證該結(jié)論，在生產(chǎn)時(shí)進(jìn)行了不同加熱溫度的試驗(yàn)。在加熱爐內(nèi)對(duì)板坯加熱時(shí)，加熱溫度分別為1 200 和1 150 ℃，出爐后以同樣的除鱗及軋制規(guī)程進(jìn)行軋制，終軋溫度分別為960 和919 ℃。對(duì)鋼卷開卷后取樣觀察，加熱溫度為1 200 ℃的鋼卷未發(fā)現(xiàn)邊部線狀缺陷，如圖8(a)所示，而加熱溫度為1 150 ℃的鋼卷則發(fā)現(xiàn)了邊部線狀缺陷，見圖8(b)。

圖8 不同加熱溫度軋制后鋼板邊部形貌

4 結(jié)論

1) 試驗(yàn)鋼種在兩相區(qū)內(nèi)變形抗力不隨變形溫度的升高而降低，有明顯的拐點(diǎn)現(xiàn)象，變形抗力出現(xiàn)極小值。

2) 兩相區(qū)變形抗力的降低導(dǎo)致邊部變形不均勻，進(jìn)而導(dǎo)致邊部線狀缺陷的產(chǎn)生。

3) 通過調(diào)整加熱溫度而提高軋制溫度避開兩相區(qū)變形，可以避免邊部線狀缺陷的出現(xiàn)。

參考文獻(xiàn)：

[1] NAOTO Egawa,HARUHIKO Ishizuka,TOSHIKI Hiruta.Hot rolling technology fot producing high quality stainless steel at No.3 hot strip mill in Chiba works[J].Kawasaki Steel Giho,1998，30(2):82-87.

[2] 劉建潮,胡恒法.SPHC熱軋板卷邊部黑線成因分析[J].軋鋼，2008,25(5):13-15.

[3] 張華偉，朱蔚林,張仁其，等.利用SSP模塊改善熱軋帶鋼邊部線狀缺陷[J].冶金設(shè)備，2011(2)：28-30.

[4] 邸洪雙， 王曉南， 寧忠良.熱軋板帶邊部缺陷形成機(jī)理及研究現(xiàn)狀[J].河南冶金， 2008，16(3)： 1-5.

[5] YAMAGUCHI H，KUSABA Y， YAMADA T.Improvement of Seam-defects on strip edge of stainless steel[J].The Iron and Steel Institute of Japan,1996，82 (1):58-62.

[6] SUN Chenggang,LEE Jongseog,LEE Junghyeung,et al.Mechanism of Edge Seam Defects of Stainless Steel Generated during Hot Plate Rolling[J].ISIJ International,2006,46 (1):93-99.

[7] 郭曉波，袁曉青，鐘莉莉，等.管線鋼邊部缺陷原因分析及改進(jìn)措施[J].冶金叢刊,2008,173(1)：16-19.

[8] 龔桂仙,羅德信.熱軋鋼板表面黑線缺陷分析[J].武鋼技術(shù),1998,36(5):43-45.

[9] 田鵬,尹志堯,李吉偉,等.熱軋帶鋼邊部缺陷成因及控制研究[J].北方釩鈦，2012(3)：30-34.

[10] 程維瑋,趙如意.帶鋼窄邊線狀裂紋缺陷的形成原因及預(yù)防措施[J].南鋼科技與管理,2006(4):6-8.

[11] ZHANG Suoquan,JIAO Sihai,DING Jianhua,et al.Effect of carbon content on mean flow stress inγ+αregion[C]//Steel Sim2017.Qingdao,China:[s.n.],2017:16-18.